Содержание к диссертации
Введение
1. Интенсификация многофазных процессов в вихревых аппаратах (обзор)
1.1 Классификация контактных аппаратов с многофазным слоем газ-жидкость-твердая фаза 16
1.2 Способы интенсификации тепломассообмена и химических превращений в многофазных системах 19
1.3 Особенности конструкций вихревых аппаратов 25
1.4 Гидродинамика и тепломассообмен вращающегося зернистого слоя в вихревых аппаратах 34
1.5 Гидродинамика и тепломассообмен вращающегося газожидкостного слоя в вихревых аппаратах 42
1.5.1 Скорость вращения газожидкостного слоя 42
1.5.2 Газосодержание пенно-вихревого слоя 48
1.5.3 Пределы существования пенно-вихревого слоя 51
1.5.4 Гидравлическое сопротивление центробежно-барботажного аппарата 5 4
1.5.5 Массообменные характеристики вращающегося газожидкостного слоя 56
1.6 Выводы. (Постановка задач исследования)
2. Экспериментальная установка и методики измерении.
2.1 Рабочие вещества 66
2.2 Экспериментальная установка 67
2.3 Геометрические параметры исследованных вихревых аппаратов 69
2.4 Конструкция пилотной установки 75
2.5 Методика экспериментальных измерений 81
2.5.1. Измерение коэффициента теплоотдачи между пенно-вихревым слоем и торцевой поверхностью 81
2.5.2. Измерение скорости вращения многофазного слоя 85
2.5.3. Измерение перепада давления в вихревом аппарате 88
2.5.4. Измерение расхода воздуха 88
2.5.5. Измерение объемного расхода жидкости и суспензии 91
2.5.6. Обработка экспериментальных данных 93
2.6 Выводы 94
3. Исследование гидродинамики газожидкостного и трехфазного суспензионного слоя в вихревых аппаратах
3.1. Исследование гидродинамики пенно-вихревого слоя 95
3.2. Исследование влияния плотности орошения жидкости на гидродинамику пенно-вихревого слоя 107
3.3. Исследование гидродинамики трехфазного суспензионного слоя
114
3.4. Выводы 121
4. Экспериментальное исследование теплоотдачи между двух - и трехфазным пенно-вихревым слоем и торцевой поверхностью
4.1 Обзор методов расчета теплоотдачи между газожидкостным слоем и
теплообменной поверхностью 123
4.2 Экспериментальное исследование теплоотдачи между торцевой поверхностью и вращающимся многофазным слоем 127
4.3 Выводы 136
5. Исследование гидродинамики вихревых аппаратов с зернистым и организованым многофазным слоем
5.1 Условия получения вращающегося зернистого слоя 137
5.2 Экспериментальное исследование гидродинамики вихревых аппаратов с многофазным зернистым слоем ; 142
5.3. Исследование гидродинамики вихревых аппаратов с объемной насадкой 156
5.4 Выводы 167
Заключение 168
Основные выводы работы 172
Список использванной литературы
- Гидродинамика и тепломассообмен вращающегося зернистого слоя в вихревых аппаратах
- Геометрические параметры исследованных вихревых аппаратов
- Исследование влияния плотности орошения жидкости на гидродинамику пенно-вихревого слоя
- Экспериментальное исследование теплоотдачи между торцевой поверхностью и вращающимся многофазным слоем
Введение к работе
Проблема интенсификации процессов тепломассообмена и химических превращений в двух и трехфазных средах является чрезвычайно актуальной для многих технологий. Способы решения рассматриваемой проблемы могут быть различными, тем не менее, все они основаны на увеличении интенсивности межфазного взаимодействия за счет увеличения поверхности контакта фаз, повышения скорости относительного движения фаз, турбулизации и индуцировании локальных течений у поверхностей раздела фаз.
Одним из способов интенсификации взаимодействия многофазных систем является осуществление контакта фаз в центробежном поле. За счет вращения в многофазном слое возникают значительные центробежные силы, что обеспечивает высокую дисперсность и устойчивость многофазной системы, большие удельные поверхности контакта и относительные скорости фаз.
Поле центробежных сил можно создавать различными способами, например, за счет вращения корпуса аппарата. Обычно в литературе аппараты такого типа называют роторными. Так же центробежное поле можно организовать за счет закрутки потока относительно стенок аппарата. Аппараты такого типа в литературе называют вихревыми. Вихревые аппараты имеют простую и более надежную конструкцию.
Экспериментальному и теоретическому изучению гидродинамики и тепломассообмена вихревых течений посвящено огромное количество работ. Однако из-за большого разнообразия вихревых устройств и направленности многих исследований на изучение процессов в конкретных аппаратах нельзя в настоящее время считать проблему расчета вихревых аппаратов окончательно разрешенной.
В данной диссертационной работе рассматриваются вихревые аппараты, в которых закрутка потока осуществляется через боковую
12 поверхность. Обзор опубликованных работ показал, что основные результаты, полученные по данной проблеме, относятся к исследованию и разработке методов расчета вихревых аппаратов с двухфазными газожидкостными и зернистыми слоями. В настоящее время вихревые аппараты такого класса исследуются в Институте теплофизики им. С.С. Кутателадзе СО РАН, в Институте катализа им. Г.К. Борескова СО РАН, в Институте криосферы Земли СО РАН, в Томском государственном архитектурно-строительном университете, в Омском государственном техническом университете, в Уральском государственном техническом университете, в Казанском государственном технологическом университете, в Институте технической теплофизики НАН Украины, в Новосибирском государственном техническом университете. Вместе с тем, как отмечалось выше, актуальной задачей является интенсификация тепломассообмена и в технологических процессах с участием газа, жидкости и твердой фазы. На решение проблемы применения и создания основ расчета вихревых аппаратов для процессов с участием газа, жидкости и твердой фазы направлена данная работа.
Анализ рассмотренных подходов к обобщению экспериментальных данных позволяет предполагать, что для вихревых аппаратов с многофазным слоем, можно применять предложенные в литературе математические модели и результаты исследований, полученные для обычных многофазных систем в поле тяжести, подставляя в соответствующие уравнения вместо гравитационного ускорения центробежное. Для использования этой гипотезы необходимо знать величину скорости вращения многофазного слоя и распределение скорости по радиусу.
Работа выполнена по плану НИР Новосибирского государственного технического университета.
Цель работы — Разработать вихревые аппараты применительно к процессам химической технологии с участием газа, жидкости и твердой фазы
13 и определить соотношения для расчета перепада давления и скорости вращения многофазного слоя.
Основные задачи работы:
Экспериментально установить закономерности о влиянии на перепад давления и скорость вращения многофазного слоя геометрии вихревого аппарата, расходов газа и жидкости, физических свойств фаз (плотности, формы и размера твердой фазы).
Экспериментально установить закономерности теплоотдачи от газожидкостного (трехфазного суспензионного) слоя к торцевой поверхности вихревого аппарата.
Проанализировать возможность применения известных соотношений и разработать модельные представления для расчета перепад давления и скорости вращения многофазного слоя в вихревых аппаратах.
Научная новизна.
Установлено влияние геометрии вихревого аппарата, расходов газа и жидкости, на скорость вращения и перепад давления многофазного слоя, при взаимодействии газа, жидкости и твердой фазы в вихревых аппаратах с трехфазным суспензионным слоем (при объемной концентрации твердых частиц в суспензии до 25% размером менее 300 мкм, плотностью до 7000 кг/м ), с трехфазным зернистым слоем (при использовании частиц размером 3-6мм, плотностью 1100-2500 кг/м) и с трехфазным структурированным слоем (при использовании объемной насадки из проволоки с удельной поверхностью 53 - 158 м /м слоя).
Установлено влияние геометрии вихревого аппарата, расхода газа, вязкости жидкости на теплоотдачу газожидкостного (трехфазного суспензионного) слоя к торцевой поверхности и разработано эмпирическое уравнение для расчета коэффициента теплоотдачи в диапазоне чисел Re=2000-70000 и Рг=7-185.
14 3. Предложены модели для расчета скорости вращения трехфазного суспензионного слоя, трехфазного зернистого слоя и трехфазного слоя с малообъемной насадкой, учитывающие изменение момента импульса жидкости и газа в результате действия момента трения о поверхности аппарата, которые адекватно описывают экспериментальные данные. Практическая ценность выполненной работы:
Разработанная и созданная пилотная установка «Вихревой химический реактор бикарбонизатор» показала высокую эффективность при использовании вихревого аппарата с трехфазным суспензионным слоем, в технологии получения высоко чистого карбоната лития на ОАО «НЗХК», что подтверждено актом о практическом использовании результатов НИР.
Результаты научно-исследовательской работы внедрены в учебный процесс НГТУ, в учебном курсе «Нетрадиционные перспективные процессы и аппараты химической технологии» для студентов по специальности 240801 «Машины и аппараты химических производств», что подтверждено справкой о практическом использовании результатов НИР.
На защиту выносятся:
Результаты экспериментального исследования о влиянии плотности орошения и закрутки жидкости на скорость вращения газожидкостного слоя и перепад давления газа в вихревых аппаратах с пенно-вихревым слоем.
Результаты экспериментального исследования влияния твердых частиц (при объемной концентрации в жидкости до 25% и размером менее 300 мкм) на гидродинамику трехфазного суспензионного слоя, модельные представления для расчета скорости вращения трехфазного суспензионного слоя и перепада давления газа в вихревых аппаратах.
Результаты экспериментального исследования теплоотдачи между газожидкостным (трехфазным суспензионным) слоем и торцевой
15 поверхностью, предложенное на их основе эмпирическое уравнение для расчета коэффициента теплоотдачи.
4. Результаты экспериментального исследования перепада
давления и скорости вращения зернистого слоя в вихревых аппаратах,
модельные представления для расчета скорости вращения слоя и перепада
давления в вихревых аппаратах с трехфазным зернистым слоем.
5. Результаты экспериментального исследования гидродинамики
вихревых аппаратов с малообъемной насадкой и полученные уравнения для
расчета скорости вращения многофазного слоя и перепада давления газа в
вихревом аппарате с малообъемной насадкой.
Апробация работы. Результаты работы докладывались: на конференциях:
международных: «XXVIII Сибирский тепло физический семинар» (Новосибирск, 12-14 октября 2005); "Тепломассообмен и гидродинамика в закрученных потоках" (Москва, 21-23 октября 2008).
всероссийских: "Новые химические технологии: производство и применение"(Пенза, 2001); «Наука. Технологии. Инновация.» (Новосибирск 2003, 2004, 2005); «Наука. Промышленность. Оборона» (Новосибирск, 2006).
Публикации. Основные результаты диссертации изложены в 11 печатных работах, включая 3 статьи в Центральных Российских изданиях.
Структура и объем работы Диссертация состоит из введения, пяти глав и заключения, содержит 161 страницу основного текста, 59 рисунков. Список литературы содержит 156 источников, общий объем работы - 191 страницы.
Гидродинамика и тепломассообмен вращающегося зернистого слоя в вихревых аппаратах
Одной из главных трудностей, возникающих при организации многофазных процессов в вихревых камерах, является сложность гидродинамической структуры потока и ее слабая изученность. Имеющиеся теоретические и экспериментальные работы по гидродинамике вихревых камер не решают проблему в целом, а многофакторность усложняет расчет процессов в вихревых камерах, особенно при двухфазном режиме течения [67].
Для анализа процесса удержания частиц в вихревой камере необходимо рассматривать равновесие частиц в радиальном направлении. Условием удержания частиц на стационарной орбите является равенство всех внешних сил, действующих на частицу. В вихревой камере на частицу в радиальном направлении действует несколько сил [36, 37, 65, 75]: это центробежная сила, сила сопротивления вязкой среды, связанная с радиальном стоком газа, сила Архимеда, связанная с различием плотности фаз, сила Магнуса, связанная с вращением частицы вокруг собственной оси, сила Сэфмана, связанная с градиентом скорости. Приведенные в работе [75] оценки сил, действующих на частицу, показывают, что в удержании частиц на стационарных орбитах принимают участие лишь две силы: - центробежная сила г =—-—ps 6 г - сила вязкого сопротивления Fconp = Cfi —— --p--jr, Q где Vv — окружная скорость частицы, Vr = радиальная скорость 2-я-г-Н газа, Cfs - коэффициент сопротивления. Условием равновесия для сферической частицы в вихревой камере является равенство центробежной силы и силы сопротивления: тг-d3 V2 „ я-d2 V; s—.p —- = С, —-р-- - п 4 П 6 И г fs 4 2 U j
Равновесие будет устойчивым, если при смещении частицы от положения равновесия, изменение центробежной силы и силы сопротивления будут таковыми, что равнодействующая этих сил будет направлена в сторону противоположную направлению смещения частицы (при любом отклонении появляется возвращающая сила, возрастающая с увеличением величины отклонения).
При ламинарном и турбулентном режиме обтекания частиц в вихревой камере в потенциальном потоке условие равновесия и устойчивость соблюдаются [36]. Однако реальные движения в аппаратах с постоянной высотой камеры отличаются от идеальной, так как в камере имеются торцевые течения, которые при повышении концентрации частиц в слое начинают влиять на гидродинамику потока.
Вопрос о профилировании торцевых поверхностей, обеспечивающих нейтральное равновесие слоя частиц, вращающихся в вихревой камере по закону твердого тела, рассмотрен в работе [27]. При скорости вращения частиц V =а -г, где co=const угловая скорость вращения, можно записать условие равновесия в следующем виде: .Г = 1.А.-.У2. (1.4.2) 4 d, Ps r Q Так как радиальная скорость равна Vr = , то уравнение 2-я-г Н записывается в следующем виде: -2 а 2 3 Cfi р (1.4.3) 2-я-г-Н 4 d, ps со -г- J
При квадратичном законе сопротивления, когда можно считать C =const, условие нейтрального равновесия имеет вид: а?, г - Н2 =!. -.. 4 d, р, От = const, (1.4.4) LC со1 г3 Я2 = со2 Я03 Я02 = со/и , (1.4.5) 0 (1.4.6) Я = Я„ г где HQ - начальная высота вихревой камеры, соответствующая ее радиусу Ко, Я - текущая высота вихревой камеры на радиусе г. В этом случае в слое достигается равновесие, когда все частицы слоя являются равноправными, а не тяготеют к одной орбите.
В работе [35] для устранения торцевого течения в торцевую область тангенциально вдувался дополнительный газ. Одним из других способов устранения торцевых течений является профилирование торцевых поверхностей вихревой камеры. Как указывалось выше в работах [27, 36, 75] в вихревых камерах с гиперболическими крышками торцевые течения значительно уменьшались. Возможность устойчивого удержания достаточно разреженного вращающегося слоя частиц подтверждается экспериментами [27, 36, 75]. Постепенное увеличение концентрации частиц локально деформируют профиль скорости основного потока, приближая его к соответствующему закону вращения твердого тела, и поэтому слой с увеличением массы загруженных частиц теряет устойчивость. Развитие возмущения приводит к выносу из камеры части материала. Аналогичную картину наблюдали авторы работы [68].
Геометрические параметры исследованных вихревых аппаратов
Контур подачи жидкости предназначался для подачи воды в вихревой аппарат. Конструктивно представлял собой трубопровод с краном запорным, краном регулировочным и ротаметром 4, подключенный к водопроводной сети. Вода из сети поступала через краны и ротаметр 4 в вихревой аппарат 1, далее в сепаратор 2 и на слив. Контур подачи жидкости обеспечивал расход воды до 350 л/ч и напор до 200 кПа.
Контур подачи суспензии предназначался для обеспечения циркуляции жидкости или суспензии с размером твердых частиц до 1 мм, от насоса 5 через вихревой аппарат 1, сепаратор 2, в емкость 6 обратно к насосу. В контуре подачи суспензии использовался перистальтический насос. Объемная производительность насоса определялась диаметром и количеством гибких шлангов и варьировалась в пределах 40-120 л/час. Для предотвращения разделения жидкости и твердых частиц емкость 6 снабжалась механической мешалкой и отбойными перегородками.
Устройство загрузки твердых частиц предназначалось для загрузки в вихревой аппарат твердой фазы диаметром до 6 мм. Устройство представляло собой бункер 3 подключенный к трубопроводу с краном запорным, краном регулировочным и ротаметром 4. Бункер соединялся гибкими шлангами с патрубком вихревого аппарата. Загрузка частиц в вихревой аппарат осуществлялась гидротранспортом, за счет подачи жидкости из водопроводной сети или при помощи перистальтического насоса.
В установке использовались вихревые аппараты нескольких конструкций. Вихревой аппарат №1 содержал цилиндрический корпус 1 с патрубком для подачи газа, завихритель 2 с 18 тангенциальными щелями, направленными под углом 70 градусов к радиусу вихревой камеры. В экспериментах использовались завихрители с внутренним диаметром 100 мм, высотой 31 мм и шириной щелей 1, 1.5 и 2 мм. При этом относительная площадь проходного сечения составляла 11.5%, 7.4 % и 5.5%, диаметр сливного порога 66 мм, 50 мм, 40 мм. Так же относительное проходное сечение изменялось путем перекрытия части щелей завихрителя с помощью специальных резиновых заглушек. Подача жидкости и суспензии в вихревой аппарат осуществлялась через патрубок, который размещался в верхней торцевой крышке. Безразмерные характеристики вихревого аппарата ВА№1, внутренний диаметр завихрителя D=100 мм, 5=0.115, 5=0.074, 5=0.055, А=0.62, =0.66 =0.5, =0.4, 0=70
Вихревой аппарат №2 состоял из улиточного корпуса 1 с патрубком для подачи газа, лопаточного завихрителя диаметром 116 мм и высотой 39 мм, изготовленный из 18 лопаток, при этом площадь относительного проходного сечения составляла 4.7%. В аппарате имелась возможность менять диаметр сливного порога, который составлял 60мм, 70 мм и 80мм. Безразмерные характеристики вихревого аппарата ВА№2, внутренний диаметр D=l 16 мм, 5=0.047, / =0.672, =0.517,=0.604 =0.69, 0=90
Вихревой аппарат №3, так же как и вихревой аппарат №1 состоял из цилиндрического корпуса с патрубком для подачи газовой фазы, щелевого завихрителя внутренним диаметром ПО мм, высотой 60 мм и площадью относительного проходного сечения 3.4%. Диаметр сливного порога 73 мм, угол наклона щелей к радиусу вихревой камеры составлял 55 градусов. Безразмерные характеристики вихревого аппарата 3 внутренний диаметр завихрителя D=110 мм, 5=0.034, А=1.091, =0.664, 0=55.
Аппарат №4 Роторно-вихревой аппарат, в котором вихревая камера вращалась от независимого привода. Конструктивно роторно-вихревой аппарат рис.2.3.1 содержал цилиндрический корпус 1 с патрубком для подачи газа и четырьмя патрубками для подачи конденсированной фазы 7, расположенными равномерно по периметру цилиндрической поверхности корпуса. Внутри корпуса аппарата устанавливалась на подшипниках качения камера 2. Камера приводилась во вращение через ременную передачу от независимого электропривода с регулируемым числом оборотов со скоростью до 1000 об/мин. Внутри камеры 2 устанавливался тангенциально-щелевой завихритель 3, с шириной щелей 1 мм и углом наклона щелей к радиусу камеры 70 градусов. Внутренний диаметр завихрителя составлял 100 мм, площадь проходного сечения 5.5%. Конструкция завихрителя обеспечивала возможность установки четырех тангенциальных патрубков с различной площадью проходного сечения для подачи жидкости и твердых частиц, которые соединялись гибкими шлангами с патрубками корпуса 7. Поэтому в случае использования неподвижной камеры 2, в завихритель 3 вместо заглушек 9 устанавливали струйные направляющие аппараты для подачи жидкости 10 сечением 1 мм на 6 мм и патрубок 11 для подачи твердой фазы. Посадочное место под завихритель в камере 2 соответствовало геометрии завихрителя вихревого аппарата ВА№1. Для ограничения толщины слоя использовали сливные пороги 4 с внутренним радиусом 25 мм, как плоские, так и профилированные. Профиль изготовлялся по гиперболическому закону Я = Я0 (—) ГДО начальная высота камеры Н0 г составляла 12 мм и 15 мм, начальный радиус R0—50 мм. Для визуального наблюдения верхние крышки корпуса и вращающейся камеры 6 изготавливались из оргстекла. Подача жидкости в вихревую камеру осуществлялась через патрубки 7 или 8. Так же через эти патрубки организовывался гидротранспорт твердых частиц.
Исследование влияния плотности орошения жидкости на гидродинамику пенно-вихревого слоя
В технологических процессах часто необходимо осуществлять контакт газа и жидкости с большими массовыми соотношениями жидкость/газ. В научной литературе представлены экспериментальные данные по гидродинамике пенно-вихревого слоя при относительно небольших массовых соотношениях расхода газа и жидкости: в пределах 0.1-2 кг жидкости/кг газа. В данном разделе представлены результаты экспериментального исследования гидродинамики пенно-вихревого слоя при больших соотношениях расходов жидкости и газа.
В экспериментах использовался вихревой аппарат №4 с щелевым направляющим аппаратом для газа радиусом R0=50 мм, высотой #o=16 мм, относительным проходным сечением s=5.7%. Подача жидкости в вихревую камеру осуществлялась через два струйных завихрителя, представляющих собой две щели размером 1мм на 6мм, с углом наклона к радиусу 70, радиус сливного порога в аппарате R/=27 мм.
На рис. 3.2.1 представлены результаты измерения и расчет скорости вращения пенно-вихревого слоя. Скорость жидкости в экспериментах составляла 2 м/с, 4 м/с и 7 м/с, расход газа изменялся в пределах от 20 до 70 м3/ч. Из рисунка видно, что экспериментальные данные хорошо описываются уравнением (3.1.2) при условии оттеснения слоя от поверхности завихрителя. При расчете по уравнению (3.1.2) газосодержание пенно-вихревого слоя, как и ранее, принималось равным q)g=0.6.
На рис. 3.2.2 представлены экспериментальные данные и расчет критерия Эйлера от плотности орошения. Как видно из рисунка, при этих условиях расчетное уравнение (1.5.19), хорошо описывает экспериментальные данные для плотности орошения от 0,5 до 7 кг жидкости/кг газа. Из экспериментальных данных в уравнении (1.5.19) определялись коэффициенты А и В. Для вихревого аппарата №4 с щелевым направляющим аппаратом коэффициенты А=0.6 В=0.7.
Для исследования масштабного перехода и влияния большой плотности орошения жидкости на гидродинамику пенно-вихревого слоя были проведены эксперименты на крупномасштабной установке. В экспериментах изменялись расход жидкости, а так же тангенциальная скорость подачи воды в вихревой аппарат. Расход газа определялся характеристикой вентилятора и зависел от перепада давления в контуре
Пен но-вихревой слой в крупномасштабной установке. циркуляции газа. Фотография пенно- вихревого слоя в крупномасштабной установке показано на рис.3.2.3. При подаче воды в слой с тангенциальной скоростью превышающей значение 1 м/с наблюдалось увеличение толщины слоя у верхней крышки. При толщине ограничителя слоя на нижней торцевой поверхности 25 мм, на верхней торцевой поверхности наблюдался пенно-вихревой слой толщиной 40-50 мм. Т.е. на конической поверхности завихрителя формировался слой разной толщины, поэтому при расчетах параметров пенно-вихревого слоя принималась средняя толщина слоя равная 35 мм, коэффициент трения С/-=0.025, среднее газосодержание слоя pg=0.6. Зависимость безразмерной скорости вращения от расходной скорости газа и плотности орошения для пилотной установки. 1 - экспериментальное значение безразмерной скорости вращения слоя; 2, 3 - расчет по уравнению (3.1.2) с условием оттеснения слоя от завихрителя и без оттеснения слоя соответственно; 112
На рис. 3.2.4. приведены экспериментальные данные для безразмерной скорости вращения слоя и расчет по уравнению (3.1.2) в зависимости от расходной скорости газа и от плотности орошения. Из графиков видно, что экспериментальные значения скорости вращения слоя лучше описываются уравнением (3.1.2) при условии оттеснения слоя от поверхности завихрителя. 1 - экспериментальные значении критерия Эйлера; 2, 3 - расчетные значения критерия Эйлера при условии оттеснения и без условия оттеснения слоя соответственно; 4 - расчетные значения критерия Эйлера с использованием экспериментального значения скорости вращения слоя Vsi.
На рис. 3.2.5 представлены экспериментальные данные и расчет критерия Эйлера от плотности орошения. Как видно из рисунка при этих условиях расчетное уравнение (1.5.19), лучше описывает экспериментальные данные, если использовать экспериментально измеренное значение скорости вращения слоя. Расчет критерия Эйлера с использованием для расчета безразмерной скорости вращения формулы (3.1.2) при условии оттеснения слоя от поверхности завихрителя точнее описывает экспериментальные данные. Из экспериментальных данных в уравнении (1.5.19) определялись коэффициенты А и В. Для опытно-промышленного аппарата с лопаточным завихрителем получились коэффициенты А=0.8 В=0.7.
При больших плотностях орошения значения скорости вращения слоя и перепад давления, полученные на основе экспериментальных данных оказываются выше, чем при расчете. Можно предположить, что это связано с тем, что для большого масштаба аппарата возрастает зона, в которой газовый поток и жидкость передают свой момент импульса слою, при этом может также несколько меняется и распределение скорости вращения по радиусу слоя, возможно, так же уменьшается газосодержание слоя. Необходимо отметить, что в пилотной установке достигнута достаточно высокая плотность орошения - до 22 кг жидкости/кг газа.
Экспериментальное исследование теплоотдачи между торцевой поверхностью и вращающимся многофазным слоем
В данном разделе выполнено экспериментальное исследование теплоотдачи между вихревым слоем и торцевой поверхностью. Изучено влияние на интенсивность процесса теплоотдачи расхода газа, вязкости жидкости, содержания твердых частиц в жидкости и геометрии аппарата. В первой серии экспериментов исследовалась зависимость коэффициента теплоотдачи от торцевой стенки к вращающемуся пенно-вихревому слою в зависимости от удельного теплового потока при постоянном расходе газа и жидкости. Результаты представлены на рис. 4.2.1.
Эти исследования проводились с целью оценки необходимости учета радиальных утечек тепла при расчете коэффициента теплоотдачи. Как это видно, при изменении теплового потока от 40 кВт/м2 до 400 кВт/м2 коэффициент теплоотдачи находился в пределах ±5% от среднего значения, поэтому было прнято, что радиальными утечками тепла в экспериментальном участке можно пренебречь. В дальнейшем, эксперименты проводились при плотности теплового потока д=105 Вт/м2.
Экспериментальные данные для двухфазного газожидкостного слоя хорошо обобщаются в зависимости от скорости вращения слоя. В экспериментах скорость слоя варьировалась в пределах 1-5 м/с, в этих условиях на пенно-вихревой слой действовало центробежное ускорение 20-500 м/с . Экспериментальные данные для коэффициента теплоотдачи между слоем и торцевой стенкой для двухфазного газожидкостного слоя в зависимости от вязкости жидкости и скорости вращения слоя представлены на рис. 4.2.2. Из графика видно, что процесс теплообмена между слоем и торцевой поверхностью характеризуется высокими коэффициентами теплоотдачи. Изменение вязкости жидкости в значительной мере сказывается на коэффициенте теплоотдачи. Так, при использовании водоглицериновых растворов коэффициент теплоотдачи уменьшается с увеличением вязкости жидкости, хотя при этом скорость вращения слоя практически не изменяется.
При добавлении в жидкость твердых частиц коэффициент теплоотдачи уменьшается. На рис. 4.2.3 представлены результаты экспериментов по теплообмену между слоем и торцевой поверхностью для ВА№1 при s=7.4% в зависимости от расходной скорости газа в аппарате Wg—Q nRo , где Qg - объемный расход газа. Уменьшение коэффициента теплоотдачи, прежде всего, происходит, видимо, вследствие уменьшения скорости вращения слоя. Зависимость экспериментальных данных от скорости вращения трехфазного суспензионного слоя Ws\ показана на рис. 4.2.4.
Коэффициент теплоотдачи суспензионного слоя в зависимости от скорости вращения слоя. 1 - суспензия песка 5%, 2 -суспензия песка 10%, 3- суспензия песка 20%, 4 - суспензия цинка 10%, 5 -суспензия глинозема 20%, 6 - вода.
Сравнение полученных экспериментальных данных с расчетной зависимостью (4.1.1) показано на рис. 4.2.5. Из графика видно, что численное значение константы в формуле (4.1.1) всегда больше величины 0.45. Число Стентона и Рейнольдса определялось по динамической скорости, которая рассчитывалась по уравнению (4.1.4), коэффициент трения принимался равным С/=0.025, газосодержание слоя - pg=0.6.
Поскольку в вихревом аппарате (ЦБА) барботаж осуществляется в поле центробежных сил, когда центробежное ускорение на несколько порядков превосходит ускорение силы тяжести, то при использовании известных расчетных зависимостей для обобщения результатов экспериментов в рассматриваемом случае вместо гравитационного ускорения в расчетную зависимость вводилось центробежное ускорение. Сравнение экспериментальных данных с расчетной зависимостью (4.1.3), показано на рис. 4.2.6. Из рисунка видно, что данные по теплообмену для воды хорошо описываются этой зависимостью. Однако при изменении вязкости жидкости наблюдается отклонение расчета и эксперимента. Очевидно, что для теплообмена между слоем и торцевой поверхностью имеет место другая зависимость коэффициента теплоотдачи от критерия Прандтля.
При обработке экспериментальных данных и сравнении с зависимостью (4.1.2) в качестве характерной скорости в критерии Rw принималась среднерасходная скорость газа через цилиндрическую поверхность завихрителя, т.е. радиальная скорость газа: w=Vr0= 2-7fR,-H, Сравнение экспериментальных данных и расчета по уравнению (4.1.2) показано на рис. 4.2.7. Из графика видно, что уравнение качественно верно описывает экспериментальные данные, но при этом не дает возможности получить согласование экспериментальных данных и зависимости (4.1.2) лучше, чем ±45%. Анализ экспериментальных данных показал, что для расчета процесса теплообмена между слоем и торцевой поверхностью в ЦБА может быть предложена эмпирическая зависимость, которая обобщает полученные экспериментальные данные с точностью не хуже ±20%: Afo = 0.016.Re-9-Pr0-45 , (4.2.1) где Nu aL/Xi - критерий Нуссельта, L - характерный размер теплообменной поверхности, Я/ - коэффициент теплопроводности жидкости, Re=WsiL/vt -критерий Рейнольдса, Рг - критерий Прандтля.
